預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁-角鋼混凝土柱框架節(jié)點(diǎn)滯回性能試驗(yàn)研究*

陳曉飛， 王 琨， 羅輝輝， 李琮琦， 顧明君， 查志遠(yuǎn)

(1 揚(yáng)州市市政建設(shè)處， 揚(yáng)州 225002； 2 揚(yáng)州大學(xué)建筑科學(xué)與工程學(xué)院， 揚(yáng)州 225127；3 橋梁結(jié)構(gòu)安全控制湖南省工程實(shí)驗(yàn)室(長(zhǎng)沙理工大學(xué))， 長(zhǎng)沙 410015； 4 揚(yáng)州大學(xué)廣陵學(xué)院， 揚(yáng)州 225127)

0 概述

隨著建筑業(yè)的發(fā)展，為滿足大空間的需求、提高框架的抗震性能，預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土框架得到了研究與發(fā)展[1-3]。然而，實(shí)踐表明，框架梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋和縱筋在穿越節(jié)點(diǎn)時(shí)需貫穿柱內(nèi)型鋼翼緣，對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力削弱較多；同時(shí)，梁柱內(nèi)置型鋼在連接時(shí)施工工藝復(fù)雜。為此，本課題組結(jié)合預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁的優(yōu)點(diǎn)，以提高框架結(jié)構(gòu)的抗震性能和簡(jiǎn)化施工措施為目標(biāo)，對(duì)框架柱采用角鋼混凝土柱，構(gòu)建出一種新型組合框架結(jié)構(gòu)，如圖1所示，為保證內(nèi)置鋼梁的可靠錨固，采用在鋼梁上下兩側(cè)焊接短型鋼錨腳的錨固方式[4]。該結(jié)構(gòu)與普通預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土框架相比，框架梁內(nèi)的預(yù)應(yīng)力筋和縱筋可方便從兩側(cè)角鋼之間穿越節(jié)點(diǎn)，保證節(jié)點(diǎn)內(nèi)角鋼的上下連續(xù)貫通，同時(shí)在節(jié)點(diǎn)部位內(nèi)置鋼骨無(wú)需焊接連為整體，簡(jiǎn)化了節(jié)點(diǎn)的施工工藝。

圖1 組合框架結(jié)構(gòu)及節(jié)點(diǎn)示意圖

目前，預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁得到了較為系統(tǒng)的研究。Choy等[5]對(duì)PSRC梁的抗剪性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明混凝土截面尺寸對(duì)抗剪強(qiáng)度影響較大；Yao等[6]對(duì)內(nèi)置型鋼的預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土簡(jiǎn)支梁開(kāi)展受剪性能試驗(yàn)，結(jié)果表明內(nèi)置型鋼只能在一定程度上提高預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土梁的抗剪強(qiáng)度，但可以明顯改善殘余抗剪強(qiáng)度；Kim等[7]對(duì)內(nèi)置腹板呈波紋狀的型鋼的PSRC梁開(kāi)展了足尺受彎性能試驗(yàn)，建立了此類PSRC梁受彎承載力的計(jì)算模型；劉軍進(jìn)等[8]對(duì)PSRC簡(jiǎn)支梁開(kāi)展受彎性能試驗(yàn)，依據(jù)臨界受壓區(qū)高度所處的位置提出了PSRC梁截面受彎承載力計(jì)算方法；李峰等[9]通過(guò)試驗(yàn)指出PSRC梁截面如配置合理，其受彎破壞過(guò)程與普通鋼筋混凝土適筋梁類似；傅傳國(guó)等[10]依據(jù)受彎試驗(yàn)結(jié)果指出PSRC梁比SRC梁具有更大的剛度和更好的抗裂性能，并采用改進(jìn)的綜合內(nèi)力法建立了PSRC梁正截面受彎承載力及裂縫寬度計(jì)算公式；薛偉辰等[11]對(duì)PSRC和SRC梁開(kāi)展低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，指出PSRC梁具有較好的延性、耗能能力和變形恢復(fù)性能。可以看出，預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁抗剪強(qiáng)度較高，正截面受彎承載力及裂縫寬度計(jì)算已趨于成熟，且抗震性能好，已在實(shí)際工程中得到了相關(guān)的應(yīng)用。

角鋼混凝土柱與鋼筋混凝土柱相比具有較好的延性和抗震性能。白國(guó)良等[12]基于試驗(yàn)結(jié)果提出了反映空腹式型鋼混凝土框架柱性能的退化三線型恢復(fù)力模型及其特征點(diǎn)的計(jì)算方法；趙世春[13]依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了空腹桁架式框架柱軸壓比計(jì)算公式和限值；周穎等[14]完成了僅配置與角鋼縱向相垂直的腹桿的空腹式勁性鋼筋混凝土柱的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，建立了與該類柱相適應(yīng)的斜截面抗剪承載力、峰值位移和延性系數(shù)等計(jì)算公式及恢復(fù)力模型。Zheng等[15-16]完成了角鋼混凝土柱的水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，探討了剪跨比、軸壓比和配箍率對(duì)角鋼混凝土柱抗震性能的影響；計(jì)靜等[17]在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，建立了角鋼混凝土柱基于平截面假定的正截面承載力計(jì)算公式。可見(jiàn)，角鋼混凝土柱具有良好的抗震性能，其耗能和變形能力明顯好于普通鋼筋混凝土柱。

在前期工作中，本課題組已對(duì)此類新型組合框架結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了初步探討，結(jié)果表明此類框架結(jié)構(gòu)具有良好的延性和耗能能力，并建立了單層單跨框架在水平荷載作用下的恢復(fù)力模型[18-19]。然而，節(jié)點(diǎn)作為結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位，其抗震性能及設(shè)計(jì)方法均未見(jiàn)相關(guān)文獻(xiàn)資料報(bào)道。為此，本文擬開(kāi)展此類新型框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)在水平低周往復(fù)荷載下的滯回性能試驗(yàn)，研究其破壞形態(tài)、滯回特性、受力機(jī)理和抗剪承載力，為推廣此類框架結(jié)構(gòu)在抗震區(qū)的應(yīng)用提供一定的試驗(yàn)依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共制作3個(gè)預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁-角鋼混凝土柱框架節(jié)點(diǎn)試件(試件SJ-1～SJ-3)及1個(gè)非預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁-角鋼混凝土柱框架節(jié)點(diǎn)試件(試件SJ-4)。4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的構(gòu)造及幾何尺寸如圖2所示，由于尺寸和構(gòu)造限制，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)僅布置了兩道鋼板箍。試件SJ-1～SJ-3中預(yù)應(yīng)力筋直線布置，采用后張法和一端張拉工藝，并在張拉之后灌漿。圖3為最終澆筑成型的試件。試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1，其中軸壓比和預(yù)應(yīng)力度為主要變化參數(shù)。

圖2 試件構(gòu)造及幾何尺寸

圖3 澆筑成型后的試件

表1 試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 材料力學(xué)性能

4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件均由C40細(xì)石商品混凝土現(xiàn)澆而成，并預(yù)留多組100mm×100mm×100mm混凝土試塊，實(shí)測(cè)邊長(zhǎng)為100mm的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu,100=49.3MPa，經(jīng)計(jì)算，邊長(zhǎng)為150mm的標(biāo)準(zhǔn)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu=46.8MPa，軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)c=35.6MPa，彈性模量Ec=3.4×104MPa。節(jié)點(diǎn)試件內(nèi)工字鋼均為Q235，梁內(nèi)縱筋、箍筋均為HRB400，實(shí)測(cè)型鋼、鋼板箍、鋼筋力學(xué)性能見(jiàn)表2。

鋼材力學(xué)性能 表2

1.3 加載裝置及加載制度

圖4給出了節(jié)點(diǎn)試件的加載照片。其中，在柱頂放置一個(gè)已標(biāo)定的油壓千斤頂，通過(guò)剛性錨板張拉4根φ36的高強(qiáng)度鋼拉桿來(lái)施加軸力，并在試驗(yàn)過(guò)程中確保軸力恒定；水平低周往復(fù)荷載由50t級(jí)MTS液壓伺服加載作動(dòng)器施加于上柱端部；柱底與剛性地梁鉸接，梁懸挑端設(shè)置允許水平側(cè)移的可動(dòng)鉸支座。

圖4 節(jié)點(diǎn)加載照片

水平位移加載制度 表3

1.4 量測(cè)內(nèi)容和測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)主要量測(cè)內(nèi)容包括：1)水平荷載-位移(P-Δ)滯回曲線；2)梁端型鋼翼緣和縱筋、柱端角鋼、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)型鋼腹板和鋼板箍等的應(yīng)變；3)梁端、柱端和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫的分布、發(fā)展及破壞形態(tài)。試驗(yàn)中柱端水平荷載和位移由MTS系統(tǒng)自動(dòng)采集；角鋼、鋼板箍、型鋼錨腳、梁型鋼、縱筋和箍筋由布置在相應(yīng)位置的應(yīng)變片測(cè)得，應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置詳見(jiàn)圖5；在加載至每級(jí)最大位移后，觀察并描繪裂縫。

圖5 應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)水平加載方案采用美國(guó)規(guī)范ANSI/AISC 341-05[20]附錄S建議的層間位移角控制的加載方法,試驗(yàn)加載制度見(jiàn)表3，當(dāng)試件加載至水平荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)結(jié)束。在低周往復(fù)加載過(guò)程中規(guī)定以作動(dòng)器向右推為正，向左拉為負(fù)。

2 加載過(guò)程及破壞形態(tài)

2.1 加載過(guò)程及現(xiàn)象

預(yù)應(yīng)力節(jié)點(diǎn)試件SJ-1～SJ-3試驗(yàn)過(guò)程基本相同，下面以典型試件SJ-1為例說(shuō)明預(yù)應(yīng)力試件的加載過(guò)程。對(duì)于預(yù)應(yīng)力節(jié)點(diǎn)試件SJ-1，當(dāng)水平位移Δ=±6.6mm時(shí)，在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)兩側(cè)的左梁及右梁梁端出現(xiàn)多條豎向彎曲裂縫，裂縫寬度約0.6mm，且左右梁端上部的裂縫數(shù)量明顯少于下部；當(dāng)水平位移Δ=±8.8mm時(shí)，左右梁端豎向垂直裂縫數(shù)量未見(jiàn)明顯增加，裂縫長(zhǎng)度略有延伸；當(dāng)水平位移Δ=+13.1mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)一條沿45°方向的細(xì)微斜裂縫；當(dāng)水平位移Δ=-13.1mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)另一條45°方向的斜裂縫，該條斜裂縫與正向加載的斜裂縫交叉，同時(shí)梁端也不斷出現(xiàn)新的垂直裂縫，兩條斜裂縫的寬度約為0.6mm；當(dāng)水平位移Δ=±17.5mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)多條斜裂縫，左右梁端部的垂直裂縫開(kāi)始貫通；當(dāng)水平位移Δ=±26.3mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)兩條主要交叉斜裂縫有向上下柱端延伸的趨勢(shì)，同時(shí)梁端垂直裂縫加寬，并伴有混凝土輕微壓碎的跡象；當(dāng)水平位移Δ=+35mm時(shí)，右梁梁端上部的混凝土壓碎現(xiàn)象加劇，此時(shí)水平荷載在正向達(dá)到最大值；當(dāng)水平位移Δ=-52.5mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土出現(xiàn)剝落現(xiàn)象，最大斜裂縫寬度達(dá)到1.5mm，左右梁端上部混凝土均被壓碎，此時(shí)水平荷載在反向達(dá)到最大值；當(dāng)水平位移Δ=±70mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土壓碎現(xiàn)象加劇，梁端混凝土破損嚴(yán)重；當(dāng)水平位移Δ=±87.5mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土嚴(yán)重剝落，此時(shí)水平荷載已經(jīng)下降至峰值荷載的85%以下，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)最終形成較為明顯的交叉斜裂縫，上下柱端混凝土保護(hù)層在核心區(qū)交叉斜裂縫的影響下也發(fā)生剝落。

這里需要說(shuō)明的是，對(duì)于試件SJ-2和SJ-3在水平位移Δ=±52.5mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土出現(xiàn)剝落，水平荷載在正反兩個(gè)方向均達(dá)到峰值；而試件SJ-1在水平位移Δ=+52.5mm時(shí)對(duì)應(yīng)的水平峰值荷載與Δ=+32mm對(duì)應(yīng)的水平峰值荷載相差不大。造成試件SJ-1正反兩方向水平峰值荷載出現(xiàn)的位移不對(duì)稱的主要原因可能是包辛格效應(yīng)在一定程度上影響了梁端和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)塑性發(fā)展的過(guò)程。

對(duì)于非預(yù)應(yīng)力試件SJ-4，當(dāng)水平位移Δ=±6.6mm時(shí)，試件左右梁梁端出現(xiàn)多條豎向彎曲裂縫；當(dāng)水平位移Δ=±13.1mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)兩條與水平方向呈45°的交叉斜裂縫，同時(shí)，梁端也不斷出現(xiàn)新的豎向彎曲裂縫；當(dāng)水平位移Δ=±17.5mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)多條交叉斜裂縫，最早出現(xiàn)的交叉斜裂縫逐漸向柱端延伸，成為主交叉斜裂縫，此時(shí)梁端受拉鋼筋出現(xiàn)屈服；當(dāng)水平位移Δ=±26.3mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)主交叉斜裂縫繼續(xù)向上下柱內(nèi)延伸，梁端上下部混凝土有輕微壓碎跡象；當(dāng)水平位移Δ=±35mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土出現(xiàn)輕微剝落跡象，主交叉斜裂縫繼續(xù)延伸至上下柱柱中；當(dāng)水平位移Δ=±52.5mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土壓碎剝落，梁端混凝土壓碎現(xiàn)象加劇，此時(shí)水平荷載在正反兩方向均達(dá)到最大值；當(dāng)水平位移Δ=±70mm時(shí)，梁端混凝土壓碎嚴(yán)重，核心區(qū)混凝土剝落程度加劇；當(dāng)水平位移Δ=±87.5mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土起鼓、嚴(yán)重剝落；當(dāng)水平位移Δ=±105mm時(shí)，水平荷載已經(jīng)下降至峰值荷載的85%以下，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)形成明顯的交叉裂縫，核心區(qū)混凝土大塊掉落，柱端混凝土保護(hù)層在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的影響下也剝落嚴(yán)重。

2.2 裂縫分布和破壞形態(tài)

圖6和圖7分別給出了4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的裂縫分布和破壞形態(tài)。從圖6,7可見(jiàn)，由于預(yù)應(yīng)力筋布置于梁端上部，試件SJ-1～SJ-3梁端下部裂縫數(shù)量要略多于上部，而非預(yù)應(yīng)力試件SJ-4的梁端上下側(cè)裂縫數(shù)量基本相當(dāng)。

圖6 節(jié)點(diǎn)試件裂縫分布

圖7 試件最終破壞形態(tài)

通過(guò)考察試驗(yàn)過(guò)程和實(shí)測(cè)應(yīng)變可知，4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件在加載過(guò)程中，梁端下部縱筋或型鋼首先受拉屈服，出現(xiàn)塑性鉸；然后隨著位移的不斷增加，當(dāng)水平荷載接近峰值時(shí)，梁端混凝土均出現(xiàn)輕微的壓碎跡象，此時(shí)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)已形成了寬度較大的主交叉斜裂縫，其內(nèi)置型鋼腹板和鋼板箍均達(dá)到屈服，這也表明節(jié)點(diǎn)試件首先發(fā)生了梁端彎曲破壞；隨著位移繼續(xù)增加，當(dāng)水平荷載達(dá)到峰值時(shí)，這時(shí)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)交叉主斜裂縫往上下柱端延伸，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土發(fā)生起鼓剝落現(xiàn)象，這表明在峰值荷載下，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)發(fā)生了剪切破壞。隨著水平位移的繼續(xù)增加，由于梁端和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土破壞加劇，節(jié)點(diǎn)試件的水平承載力不斷降低，同時(shí)角鋼與混凝土的粘結(jié)性能相對(duì)較弱，最終導(dǎo)致部分試件的上下柱端混凝土保護(hù)層在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)主交叉斜裂縫的影響下發(fā)生脫落。可以看出，預(yù)應(yīng)力及非預(yù)應(yīng)力節(jié)點(diǎn)試件在往復(fù)荷載作用下均呈現(xiàn)出梁端首先發(fā)生彎曲破壞，隨后節(jié)點(diǎn)核心區(qū)發(fā)生剪切破壞的混合模式。

需要說(shuō)明的是，導(dǎo)致試件節(jié)點(diǎn)發(fā)生混合破壞的主要原因是節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力與梁端發(fā)生彎曲破壞時(shí)對(duì)節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生的剪力大致相當(dāng)，而且梁端混凝土壓碎后，型鋼混凝土梁仍具有較高的承載力，從破壞形態(tài)可以看出，這類破壞仍屬于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞的范疇。此外，由于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)內(nèi)主交叉斜裂縫向柱端延伸，導(dǎo)致角鋼混凝土柱保護(hù)層剝落，建議在柱端設(shè)置一定數(shù)量的剪力栓以加強(qiáng)角鋼與混凝土保護(hù)層的粘結(jié)能力。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 荷載-位移滯回曲線及骨架曲線

4個(gè)試件的P-Δ滯回曲線如圖8所示。從圖8中可以看出，在加載初期，滯回曲線基本表現(xiàn)為直線，卸載后殘余變形很小，此時(shí)試件處于彈性工作階段；隨著水平位移的增加，P-Δ滯回曲線逐漸偏離直線，滯回環(huán)面積逐漸增大，卸載后有一定的殘余變形，試件進(jìn)入彈塑性工作階段；峰值荷載過(guò)后，水平荷載下降較為緩慢，滯回環(huán)面積增加。從整體上看，試件SJ-1，SJ-3，SJ-4的滯回曲線相對(duì)飽滿，而軸壓比相對(duì)較高的試件SJ-2滯回曲線略有捏縮，所有試件均表現(xiàn)出良好的耗能能力。

圖8 試件滯回曲線

試件SJ-1～SJ-4的骨架曲線如圖9所示。從圖9可以看出：1)4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件在水平低周往復(fù)荷載作用下均經(jīng)歷了彈性、彈塑性和破壞三個(gè)階段；2)與試件SJ-3相比，試件SJ-1的承載能力更高但延性低，說(shuō)明增加預(yù)應(yīng)力度可以提高此類構(gòu)件的承載能力，但對(duì)延性有不利的影響；3)試件SJ-2的承載能力比試件SJ-1低，說(shuō)明較高的軸壓比對(duì)此類試件的承載能力有不利的影響；4)4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件骨架曲線下降均較為平緩，延性要明顯好于普通鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)。

圖9 試件骨架曲線

3.2 耗能能力

采用能量耗散系數(shù)E衡量節(jié)點(diǎn)試件的耗能能力。從圖10可以看出：1)通過(guò)對(duì)比試件SJ-1，SJ-3和SJ-4可見(jiàn)，較高預(yù)應(yīng)力度的試件在加載的中后期階段耗能能力要優(yōu)于較低預(yù)應(yīng)力度的試件；2)對(duì)比試件SJ-1和SJ-2，高軸壓比的試件的耗能能力明顯要差于低軸壓比的試件。

圖10 能量耗散系數(shù)與位移的關(guān)系

3.3 剛度退化

4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的割線剛度K與水平位移Δ的關(guān)系如圖11所示。可以看出，隨著水平位移的不斷增加、裂縫數(shù)量增多以及混凝土的壓碎，節(jié)點(diǎn)試件的剛度也在不斷退化；在加載初期，試件SJ-2的割線剛度較其他試件低；在加載后期，4個(gè)試件的剛度退化曲線較為接近。

圖11 割線剛度與位移的關(guān)系

3.4 變形恢復(fù)性能

4個(gè)試件的殘余變形率Δ0/Δu與水平位移Δ的關(guān)系如圖12所示，圖中Δu，Δ0分別為水平荷載作用下每次循環(huán)經(jīng)歷最大水平位移及其卸載后的水平位移。從圖中可以看出，非預(yù)應(yīng)力試件SJ-4的殘余變形率明顯高于預(yù)應(yīng)力試件SJ-1～SJ-3。

圖12 殘余變形率與位移的關(guān)系

3.5 延性性能

本文采用位移延性系數(shù)μ來(lái)研究節(jié)點(diǎn)的延性性能。位移延性系數(shù)定義為μ=Δu/Δy，其中Δy為屈服位移，Δu為極限位移，為峰值荷載下降到其85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移。本文采用能量等效法來(lái)求屈服位移，表4給出了4個(gè)試件的位移延性系數(shù)。從表中可以看出：1)施加預(yù)應(yīng)力后，此類節(jié)點(diǎn)極限承載力得到了提高但是延性有所降低；2)提高軸壓比以及增加預(yù)應(yīng)力度都使得節(jié)點(diǎn)延性降低；3)4個(gè)試件的位移延性系數(shù)均高于普通鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)的數(shù)值(延性系數(shù)約為2)。試件SJ-4，SJ-3，SJ-1位移延性系數(shù)依次降低的主要原因可能是：在相同的軸壓比下，隨著預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量的增加，預(yù)應(yīng)力度提高，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)和梁端塑性發(fā)展程度有所下降，位移延性系數(shù)降低。

試件位移延性系數(shù) 表4

3.6 應(yīng)變變化規(guī)律

試驗(yàn)采集了各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變，并對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)型鋼腹板、梁端縱筋和型鋼翼緣、柱端角鋼的應(yīng)變進(jìn)行分析，揭示了節(jié)點(diǎn)應(yīng)變變化的一般規(guī)律。4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的應(yīng)變變化規(guī)律基本相同，本節(jié)僅對(duì)部分典型測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變進(jìn)行分析。

圖13(a)給出了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)型鋼腹板(測(cè)點(diǎn)1)沿45°方向應(yīng)變的水平荷載-應(yīng)變(P-ε)滯回曲線。

從圖13(a)中可以看出，在加載初期，荷載不大，試件處于彈性階段，荷載-應(yīng)變曲線基本呈現(xiàn)線性變化，隨著往復(fù)荷載的繼續(xù)增大，測(cè)點(diǎn)1沿45°方向應(yīng)變均交替進(jìn)入拉、壓屈服狀態(tài)，表明腹板在加載過(guò)程中已經(jīng)達(dá)到受剪屈服。圖13(b)給出了典型的核心區(qū)鋼板箍(測(cè)點(diǎn)31)的水平荷載-應(yīng)變滯回曲線，可見(jiàn)隨著往復(fù)荷載的增加，鋼板箍最終達(dá)到了受拉屈服。圖13(c)和圖13(d)分別給出了梁端縱筋(測(cè)點(diǎn)8)、梁端型鋼翼緣(測(cè)點(diǎn)20)的水平荷載-應(yīng)變滯回曲線，可以看出梁端縱筋和梁端型鋼翼緣應(yīng)變均達(dá)到屈服或接近屈服，此外，還可以看出梁端縱筋和梁端型鋼翼緣卸載后殘余應(yīng)變較大，包辛格效應(yīng)明顯。圖13(e)為型鋼錨腳翼緣(測(cè)點(diǎn)10)水平荷載-應(yīng)變滯回曲線。從圖13(e)中可以看出，型鋼錨腳翼緣實(shí)測(cè)應(yīng)變值均小于屈服應(yīng)變，表明型鋼錨腳翼緣仍處于彈性階段。圖13(f)為柱角鋼翼緣(測(cè)點(diǎn)22)水平荷載-應(yīng)變滯回曲線，可見(jiàn)角鋼均未出現(xiàn)受拉屈服，柱端未出現(xiàn)塑性鉸。

圖13 節(jié)點(diǎn)水平荷載-應(yīng)變滯回曲線

4 核心區(qū)剪力和剪切變形分析

各試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)水平剪力V與剪應(yīng)變?chǔ)?2的滯回曲線關(guān)系如圖14所示。從圖中可以看出：1)試件SJ-1節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力較試件SJ-2高，同時(shí)其水平剪力-剪應(yīng)變滯回曲線也相對(duì)飽滿，表明過(guò)高的軸壓比將對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力和剪切變形的延性產(chǎn)生不利影響；2)對(duì)比試件SJ-1，SJ-3和SJ-4可見(jiàn)，隨著預(yù)加力的增加，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力得到了一定的提高，預(yù)加力水平越高的試件，其節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力越高，但其剪切變形的延性卻有所降低。

5 結(jié)論

(1)預(yù)應(yīng)力及非預(yù)應(yīng)力節(jié)點(diǎn)試件均呈現(xiàn)為梁端先發(fā)生彎曲破壞、隨后節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞的混合破壞形態(tài)，部分節(jié)點(diǎn)的荷載-位移滯回曲線存在一定的捏縮。

(2)軸壓比過(guò)高，試件核心區(qū)抗剪承載能力有所減低，其水平剪力-剪切應(yīng)變滯回曲線不夠飽滿，因此在設(shè)計(jì)時(shí)宜控制此類節(jié)點(diǎn)軸壓比不能過(guò)高。

(3)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力隨著預(yù)加力的增加而得到了一定程度的提高，預(yù)加力水平越高的試件，其核心區(qū)抗剪承載力越高，但其延性卻有所降低。

(4)在加載后期角鋼混凝土柱保護(hù)層易剝落，表明柱內(nèi)角鋼與混凝土保護(hù)層之間的粘結(jié)性能相對(duì)較弱，建議設(shè)置剪力栓加強(qiáng)角鋼與混凝土保護(hù)層的粘結(jié)性能。